外套管式節(jié)點(diǎn)裝配式鋼框架結(jié)構(gòu)抗連續(xù)性倒塌研究

楊元強(qiáng)，刁延松，2，*，李國(guó)華，郭 蕩

(1.青島理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，青島 266525；2.山東省高等學(xué)校藍(lán)色經(jīng)濟(jì)區(qū)工程建設(shè)與安全協(xié)同創(chuàng)新中心，青島 266525)

組件法作為一種研究節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能的方法[1]，由于符合實(shí)際節(jié)點(diǎn)性能且計(jì)算效率高，被引入結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌研究中。結(jié)構(gòu)連續(xù)性倒塌是指結(jié)構(gòu)因意外事件造成結(jié)構(gòu)局部失效破壞，繼而引起與失效破壞構(gòu)件相連的其他構(gòu)件的連續(xù)破壞，最終導(dǎo)致結(jié)構(gòu)大范圍的倒塌破壞。在現(xiàn)有抗連續(xù)倒塌研究中，HUSAIN等[2]對(duì)中柱拆除情況下后張混凝土梁柱組件的高仿真數(shù)值模型進(jìn)行了抗連續(xù)倒塌性能分析，結(jié)構(gòu)抗力隨著預(yù)應(yīng)力鋼筋束總面積的增加而增加，直線形和拋物線形鋼筋束結(jié)構(gòu)抗力相似但破壞模式不同；ZHANA等[3]通過(guò)改變節(jié)點(diǎn)的錨固方式對(duì)多個(gè)混凝土框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗連續(xù)倒塌測(cè)試，比較了不同試件的力學(xué)性能，根據(jù)試件的變形和承載能力、破壞模式等分析了試件的抗?jié)u進(jìn)破壞機(jī)理；DENG等[4]對(duì)采用不同強(qiáng)度等級(jí)混凝土的鋼筋混凝土框架進(jìn)行了多次試驗(yàn)研究，探究了軸壓比和混凝土強(qiáng)度對(duì)框架結(jié)構(gòu)抗連續(xù)性倒塌能力的影響；李黎明等[5-6]對(duì)外套管式節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能進(jìn)行了研究，分析了外套管節(jié)點(diǎn)厚度、T型件翼緣厚度等因素對(duì)節(jié)點(diǎn)性能的影響，為工程實(shí)踐提供了依據(jù)；馬人樂(lè)等[7]對(duì)3種子柱失效后的梁柱節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)進(jìn)行了彈塑性分析，結(jié)果表明新型節(jié)點(diǎn)在不考慮焊接缺陷的條件下具有較好的延性，在發(fā)生局部破壞時(shí)未發(fā)生脆性破壞；舒慧[8]等基于國(guó)內(nèi)外抗連續(xù)倒塌研究方法，對(duì)概念設(shè)計(jì)法、抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)法、拆除構(gòu)件法等研究方法的優(yōu)缺點(diǎn)進(jìn)行了分析，為工程分析提供了相關(guān)借鑒。

目前，關(guān)于外套管式節(jié)點(diǎn)性能對(duì)鋼框架結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌性能的影響少有報(bào)道，因此本文利用組件法建立外套管式節(jié)點(diǎn)的組件節(jié)點(diǎn)(以下簡(jiǎn)稱“外套管式組件節(jié)點(diǎn)”)簡(jiǎn)化模型，分析整體節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能，并采用有限元分析軟件ABAQUS對(duì)普通剛性節(jié)點(diǎn)和外套管式組件節(jié)點(diǎn)裝配式平面鋼框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗連續(xù)性倒塌分析。

1 外套管式組件節(jié)點(diǎn)簡(jiǎn)化模型的確定及驗(yàn)證

圖1 外套管式節(jié)點(diǎn)

1.1 外套管式節(jié)點(diǎn)概況

1.1.1 節(jié)點(diǎn)構(gòu)造

圖1為外套管式方鋼管柱-H型鋼梁連接節(jié)點(diǎn)[5]。H型鋼梁截面為396 mm×199 mm×7 mm×11 mm，方鋼管柱截面為300 mm×300 mm×12 mm，外套管厚度為16 mm，T型板尺寸為114 mm×114 mm×4 mm，μ為高強(qiáng)螺栓摩擦系數(shù)，d0為螺栓孔徑。

1.1.2 節(jié)點(diǎn)材料性能

在外套管式節(jié)點(diǎn)中，除梁采用Q235鋼外，其他構(gòu)件均為Q345鋼，材料性能參數(shù)取值見(jiàn)表1。

表1 材料性能參數(shù)

圖2 外套管式組件節(jié)點(diǎn)簡(jiǎn)化模型

1.2 簡(jiǎn)化模型確認(rèn)

1.2.1 節(jié)點(diǎn)簡(jiǎn)化形式

用彈簧模擬拆分后的外套管式節(jié)點(diǎn)組件并與剛性桿進(jìn)行組裝(見(jiàn)圖2)，其中kT-flange，kT-stem，kcf，kbolt，kcwv分別表示T型件翼緣、T型件腹板、柱翼緣、高強(qiáng)螺栓及柱腹板的剛度。另外，由于外套管與方管柱能協(xié)同工作，可將柱壁和外套管管壁視為整體，所以節(jié)點(diǎn)處柱翼緣或柱腹板剛度是指二者共同工作時(shí)的剛度。

1.2.2 高強(qiáng)螺栓本構(gòu)關(guān)系

本文僅考慮高強(qiáng)螺栓的受拉作用，認(rèn)為高強(qiáng)螺栓受壓剛度無(wú)窮大，本構(gòu)關(guān)系采用雙折線本構(gòu)模型。初始剛度kbolt按式(1)計(jì)算，屈服后剛度kbolt,y仍按式(1)計(jì)算，僅將彈性模量E替換為Est。屈服荷載Fy,b由式(2)計(jì)算，承載力計(jì)算時(shí)將屈服強(qiáng)度f(wàn)y替換為抗拉強(qiáng)度f(wàn)u。

(1)

Fy,b=mAbfy

(2)

式中：Ab為螺桿有效截面面積；mb為螺栓個(gè)數(shù)，本文mb=8；E為彈性模量；lb為螺桿長(zhǎng)度。

1.2.3 T型件翼緣本構(gòu)關(guān)系

T型件翼緣受拉初始剛度ke采用Eurocode 3[1]推薦的計(jì)算公式，即

(3)

式中：btf為T(mén)型板翼緣寬度；ttf為T(mén)型板翼緣厚度；d為螺栓孔中心到T型板腹板的距離。

由于T型件在節(jié)點(diǎn)破壞過(guò)程中發(fā)生了較大變形，T型件翼緣受拉屈服后剛度采用RASSATI[9]的處理方法，將其分為材料硬化階段的剛度(kh)和塑性大變形階段的剛度(kp)，計(jì)算如下：

(4)

(5)

T型件3種受拉破壞模式見(jiàn)圖3，其受拉承載力FT需要考慮3種破壞模式的承載力最小值，如式(6)所示。

(6)

式中：ew為0.25倍的墊圈直徑；fy為屈服強(qiáng)度；bft，tft分別為T(mén)型件寬度、厚度；RT-Rd為單個(gè)螺栓的承載力；m、n見(jiàn)圖3。

T型件大變形階段參數(shù)參考相關(guān)文獻(xiàn)。開(kāi)始屈服、全截面屈服時(shí)的承載力采用RASSATI推薦的式(7)、式(8)計(jì)算。T型件極限承載力參考PILUSO等[10]研究的式(9)計(jì)算。

(7)

Fh,Tf=FT

(8)

(9)

式中：FT為受拉承載力；Fy,Tf為開(kāi)始屈服時(shí)的荷載；Fh,Tf為全截面屈服時(shí)的荷載；Fu,Tf為極限承載力；fu為抗拉強(qiáng)度；Mu,Tf，My,Tf分別為T(mén)型件翼緣極限彎矩、屈服彎矩。

圖3 T型件破壞模式

雙角鋼在循環(huán)荷載作用下受壓變形較小，故僅考慮T型件翼緣的受拉作用，認(rèn)為受壓剛度無(wú)窮大。為探究T型件翼緣大變形階段對(duì)節(jié)點(diǎn)剛度的影響，本構(gòu)關(guān)系采用三折線模型。

1.2.4 T型件腹板本構(gòu)關(guān)系

T型件腹板主要承擔(dān)拉力或壓力，則可將其簡(jiǎn)化為軸心受力構(gòu)件，受拉或受壓的初始剛度按式(10)計(jì)算，屈服后剛度仍按式(10)計(jì)算，僅將彈性模量E替換為Est。

(10)

式中：E為彈性模量；A為腹板橫截面面積；s為翼緣到腹板上第1個(gè)螺栓中心線的距離。

T型件腹板屈服荷載按式(11)計(jì)算，破壞時(shí)的承載力仍按式(11)計(jì)算，僅將屈服強(qiáng)度f(wàn)y替換為抗拉強(qiáng)度f(wàn)u。因T型件腹板既受拉也受壓，則其本構(gòu)關(guān)系采用反對(duì)稱的雙線性本構(gòu)模型。

(11)

式中：Anet為板的凈截面面積；γM0為截面塑性發(fā)展系數(shù)，取1.0；fy為屈服強(qiáng)度。

1.2.5 柱翼緣本構(gòu)關(guān)系

由于Eurocode3中未規(guī)定方管柱柱壁承載力和剛度的計(jì)算，故本文將柱壁進(jìn)行四面簡(jiǎn)支板簡(jiǎn)化，采用姚開(kāi)明[11]提出的式(12)、式(13)計(jì)算柱壁初始剛度和柱翼緣局部屈服荷載，計(jì)算材料屈服硬化階段的剛度時(shí)，將式(12)中的E替換為Est。

(12)

(13)

式中：l01，l02分別為簡(jiǎn)支雙向板短邊、長(zhǎng)邊長(zhǎng)度；h為柱壁厚度與外套管管壁厚度之和；β為柱壁變形系數(shù)，取4.96×10-3。

柱管壁受力產(chǎn)生的屈服變形情況見(jiàn)圖4，X，Y為板邊到螺栓中心的距離；W，H為螺栓中心間的距離。管壁簡(jiǎn)支雙向板的示意見(jiàn)圖5，l01，l02為簡(jiǎn)支雙向板邊長(zhǎng)。Mp為外套板和柱壁單位長(zhǎng)度的屈服彎矩，計(jì)算極限承載力時(shí)將式(16)中的fy替換為fu。柱壁本構(gòu)關(guān)系與T型件腹板一致，采用反對(duì)稱雙折線本構(gòu)模型。

(14)

(15)

(16)

式中：tc為方鋼管柱壁厚度；t0為外套管厚度；fy為方管柱和外套板屈服強(qiáng)度。

圖4 節(jié)點(diǎn)域管壁受力簡(jiǎn)圖

圖5 四面簡(jiǎn)支雙向板的計(jì)算簡(jiǎn)圖

1.2.6 柱腹板本構(gòu)關(guān)系

參考美國(guó)鋼結(jié)構(gòu)手冊(cè)[12]和歐洲規(guī)范[1]推薦的式(17)、式(18)確定節(jié)點(diǎn)域的剪切初始剛度及屈服荷載，剪切本構(gòu)關(guān)系采用反對(duì)稱的雙折線本構(gòu)模型。節(jié)點(diǎn)域屈服后的剪切剛度通過(guò)將式(17)乘以系數(shù)Est/E確定，極限承載力Fy,cs通過(guò)將式(18)中的fy替換為fu確定。

(17)

(18)

式中：tcf，tcw分別為柱翼緣、腹板的厚度；dc，db為柱、梁截面高度；tbf梁翼緣厚度；v為泊松比；θ為水平剛性桿與彈簧的夾角。

1.3 外套管式節(jié)點(diǎn)簡(jiǎn)化模型性能驗(yàn)證

由于外套管式節(jié)點(diǎn)在倒塌方面的試驗(yàn)研究較少，本文采用間接驗(yàn)證的方式。首先驗(yàn)證有限元實(shí)體模型計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，對(duì)文獻(xiàn)[6]中的節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行了有限元模擬，利用ABAQUS建立外套管式節(jié)點(diǎn)實(shí)體模型，模型設(shè)置參考文獻(xiàn)[6]，模擬與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比見(jiàn)表2。根據(jù)表2，有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果較為吻合，荷載誤差均未超過(guò)10%，有限元分析的屈服和極限位移略大于試驗(yàn)結(jié)果，而延性較低。有限元分析結(jié)果偏于保守，符合設(shè)計(jì)原則。

表2 節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)與模擬結(jié)果對(duì)比

外套管式組件節(jié)點(diǎn)簡(jiǎn)化模型見(jiàn)圖6，各組件均采用Axial連接器模擬。采用RB3D2單元模擬剛性桿；采用B31單元模擬梁和柱。實(shí)體模型中T型件與外套管之間考慮接觸關(guān)系，摩擦系數(shù)取0.3。對(duì)螺栓施加預(yù)應(yīng)力，同時(shí)螺栓與其他構(gòu)件之間采用接觸約束。T型件腹板與梁翼緣之間、外套管與柱壁之間皆采用綁定約束，邊界約束方式與簡(jiǎn)化節(jié)點(diǎn)模型一致。

在簡(jiǎn)化模型和實(shí)體模型的梁端分別施加280 kN的集中力，加載方式采用靜力加載，當(dāng)T型件外側(cè)的H型鋼梁出現(xiàn)塑性鉸時(shí)認(rèn)為節(jié)點(diǎn)破壞。提取其彎矩-轉(zhuǎn)角(M-θ)曲線(圖7)，可以發(fā)現(xiàn)二者吻合度較好，從而間接驗(yàn)證了該簡(jiǎn)化模型能較準(zhǔn)確地模擬出外套管式節(jié)點(diǎn)的彎矩-轉(zhuǎn)角性能。

圖6 外套管式組件節(jié)點(diǎn)簡(jiǎn)化模型

2 平面鋼框架抗連續(xù)性倒塌分析

2.1 模型設(shè)置

2.1.1 模型概況

圖8為某6層采用外套管式組件節(jié)點(diǎn)的裝配式平面鋼框架，梁截面為H396 mm×199 mm×7 mm×11 mm、柱截面為□300 mm×300 mm×12 mm，節(jié)點(diǎn)構(gòu)造見(jiàn)圖1。梁采用Q235鋼材，其余采用Q345鋼材，利用ABAQUS分別建立該平面框架剛性節(jié)點(diǎn)和外套管式組件節(jié)點(diǎn)的有限元模型，梁和柱均采用B31單元模擬，模型底部均采用固定約束。

圖8 平面鋼框架模型

2.1.2 荷載與工況

本文依據(jù)美國(guó)規(guī)范UFC[13]的要求，研究結(jié)構(gòu)在底層邊柱、中柱失效時(shí)的抗連續(xù)倒塌性能。本文選取4種柱失效工況，工況1—4分別為剛性節(jié)點(diǎn)鋼框架邊柱失效、剛性節(jié)點(diǎn)鋼框架中柱失效、外套管式組件節(jié)點(diǎn)鋼框架邊柱失效、外套管式組件節(jié)點(diǎn)鋼框架中柱失效。

參照美國(guó)規(guī)范GSA 2003[14]確定倒塌分析荷載：

靜力分析W=2.0(D+0.25L)

動(dòng)力分析W=D+0.25L

式中：W為荷載組合值；D為恒荷載標(biāo)準(zhǔn)值；L為活荷載標(biāo)準(zhǔn)值。

屋面荷載及樓面恒載均為5 kN/m2，相應(yīng)的活荷載均為2 kN/m2。

2.1.3 分析方法與失效準(zhǔn)則

本文采用Pushdown分析方法對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行非線性靜力分析，采用等效荷載瞬時(shí)卸載法對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行非線性動(dòng)力分析，計(jì)算過(guò)程中考慮材料非線性、幾何非線性效應(yīng)和阻尼的影響。

采用機(jī)構(gòu)準(zhǔn)則和變形準(zhǔn)則作為非線性靜力分析失效準(zhǔn)則，當(dāng)結(jié)構(gòu)因出現(xiàn)塑性鉸而變成幾何可變體系或構(gòu)件的塑性鉸轉(zhuǎn)角超過(guò)6°時(shí)，認(rèn)為結(jié)構(gòu)倒塌；采用變形準(zhǔn)則作為非線性動(dòng)力分析失效準(zhǔn)則，即當(dāng)構(gòu)件的塑性鉸轉(zhuǎn)角超過(guò)6°時(shí)，認(rèn)為結(jié)構(gòu)倒塌。

2.2 分析結(jié)果

2.2.1 非線性靜力倒塌分析結(jié)果

對(duì)上述4種工況分別施加3.06倍的倒塌分析荷載，得到失效柱頂點(diǎn)荷載-位移曲線(圖9)，橫坐標(biāo)為失效柱頂點(diǎn)豎向位移Δ，縱坐標(biāo)為施加荷載比例α(施加指定荷載的百分比)。由圖9發(fā)現(xiàn)剛性節(jié)點(diǎn)框架與外套管式組件節(jié)點(diǎn)簡(jiǎn)化模型框架的荷載-位移曲線走勢(shì)相近。

剛性節(jié)點(diǎn)框架邊柱失效(工況1)時(shí)，分析結(jié)果見(jiàn)圖10。在施荷比例α=11.4%時(shí)，失效柱頂點(diǎn)豎向位移為6.73 mm；在施荷比例α=65.6%時(shí)，失效柱頂點(diǎn)豎向位移為56.14 mm，塑性鉸轉(zhuǎn)角為0.89°，結(jié)構(gòu)的塑性鉸分布見(jiàn)圖11(a)，此時(shí)結(jié)構(gòu)已經(jīng)進(jìn)入彈塑性狀態(tài)；當(dāng)施荷比例α=76.5%時(shí)，AB跨首層梁兩端彎矩均超過(guò)梁截面塑性抵抗矩，失效柱頂點(diǎn)豎向位移為95.94 mm，塑性鉸轉(zhuǎn)角為1.53°，加載后期相連梁軸力增幅較大，結(jié)構(gòu)的塑性鉸分布見(jiàn)圖11(b)，結(jié)構(gòu)已變成幾何可變體系，認(rèn)為結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌，此時(shí)的荷載系數(shù)(靜力分析荷載的倍數(shù))為3.06×0.765=2.34。

剛性節(jié)點(diǎn)框架中柱失效(工況2)時(shí)，分析結(jié)果見(jiàn)圖12。在施荷比例α=25.8%時(shí)，失效柱頂點(diǎn)豎向位移為12.1 mm；在施荷比例α=58.3%時(shí)，BC跨首層梁C端彎矩超過(guò)梁截面塑性塑性抵抗矩，失效柱頂點(diǎn)豎向位移為39.56 mm，塑性鉸轉(zhuǎn)角為0.63°，結(jié)構(gòu)的塑性鉸分布見(jiàn)圖13(a)，此時(shí)結(jié)構(gòu)已經(jīng)進(jìn)入彈塑性狀態(tài)；當(dāng)施荷比例α=77.7%時(shí)，AB跨首層梁A端彎矩也超過(guò)梁截面塑性抵抗矩，失效柱頂點(diǎn)豎向位移為122.32 mm，塑性鉸轉(zhuǎn)角為1.95°，整個(gè)加載過(guò)程相連梁軸力增幅穩(wěn)定，結(jié)構(gòu)的塑性鉸分布見(jiàn)圖13(b)，結(jié)構(gòu)已變成幾何可變體系，認(rèn)為結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌，此時(shí)的荷載系數(shù)為3.06×0.777=2.38。

外套管式組件節(jié)點(diǎn)簡(jiǎn)化模型框架邊柱失效(工況3)時(shí)，分析結(jié)果見(jiàn)圖14。在施荷比例α=15%時(shí)，失效柱頂點(diǎn)豎向位移為10.20 mm；在施荷比例α=47%時(shí)，AB跨首層梁B端彎矩超過(guò)梁截面塑性抵抗矩，失效柱頂點(diǎn)豎向位移為32.94 mm，塑性鉸轉(zhuǎn)角為0.52°，結(jié)構(gòu)的塑性鉸分布見(jiàn)圖15(a)，此時(shí)結(jié)構(gòu)已經(jīng)進(jìn)入彈塑性狀態(tài)；當(dāng)施荷比例α=60%時(shí)，失效柱頂點(diǎn)豎向位移為48.67 mm，塑性鉸轉(zhuǎn)角為0.77°，全過(guò)程相連梁軸力增幅穩(wěn)定，結(jié)構(gòu)的塑性鉸分布見(jiàn)圖15(b)，結(jié)構(gòu)已變成幾何可變體系，認(rèn)為結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌，此時(shí)荷載系數(shù)為3.06×0.6=1.84。

圖10 工況1非線性靜力分析結(jié)果

圖11 工況1的塑性鉸分布

圖12 工況2非線性靜力分析結(jié)果

圖13 工況2的塑性鉸分布

圖14 工況3非線性靜力分析結(jié)果

圖15 工況3的塑性鉸分布

外套管式組件節(jié)點(diǎn)簡(jiǎn)化模型框架中柱失效(工況4)時(shí)，分析結(jié)果見(jiàn)圖16。在施荷比例α=15%時(shí)，失效柱頂點(diǎn)豎向位移為8.40 mm；在施荷比例α=47%時(shí)，AB跨首層梁A端、BC跨首層梁C端彎矩均超過(guò)梁截面塑性抵抗矩，失效柱頂點(diǎn)豎向位移為27.48 mm，塑性鉸轉(zhuǎn)角為0.43°，結(jié)構(gòu)的塑性鉸分布見(jiàn)圖17(a)，此時(shí)結(jié)構(gòu)已經(jīng)進(jìn)入彈塑性狀態(tài)；當(dāng)施荷比例α=61%時(shí)，失效柱頂點(diǎn)豎向位移為55.84 mm，塑性鉸轉(zhuǎn)角為0.88°，全過(guò)程相連梁軸力增幅緩慢且后期趨于穩(wěn)定，結(jié)構(gòu)的塑性鉸分布見(jiàn)圖17(b)，結(jié)構(gòu)已變成幾何可變體系，認(rèn)為結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌，此時(shí)的荷載系數(shù)為3.06×0.61=1.87。

圖16 工況4非線性靜力分析結(jié)果

圖17 工況4的塑性鉸分布

根據(jù)上述分析結(jié)果可知，工況1—4關(guān)鍵柱失效后剩余結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌破壞是由于結(jié)構(gòu)局部變成機(jī)構(gòu)導(dǎo)致，剛性節(jié)點(diǎn)框架模型倒塌分析荷載和失效點(diǎn)位移均高于外套管式組件節(jié)點(diǎn)簡(jiǎn)化模型，實(shí)際工程時(shí)應(yīng)考慮節(jié)點(diǎn)剛度對(duì)結(jié)構(gòu)的倒塌性能的影響。此外，邊柱失效時(shí)，兩種框架的梁軸力均穩(wěn)定增大。中柱失效時(shí)，剛性節(jié)點(diǎn)框架的梁軸力穩(wěn)定增大，而外套管式組件節(jié)點(diǎn)框架的梁軸力初期增大，進(jìn)入塑性階段后，軸力基本維持不變。

2.2.2 非線性動(dòng)力倒塌分析結(jié)果

通過(guò)試算確定了工況1—4的加載時(shí)間t0分別為10，10，20，20 s。工況1—4的剩余結(jié)構(gòu)基本自振周期分別為0.0397，0.042，0.550，0.500 s，卸載時(shí)間tp取剩余結(jié)構(gòu)基本自振周期的10%。進(jìn)行結(jié)構(gòu)非線性動(dòng)力分析，得到不同工況下失效點(diǎn)位移時(shí)程曲線，如圖18所示。工況1—4分別在t=10.084，10.065，21.782，20.281 s時(shí)，失效柱頂點(diǎn)位移最大值分別達(dá)到為13.78，10.84，18.03和15.74 mm。

圖19 工況1—4非線性動(dòng)力分析結(jié)果

4種工況下的非線性動(dòng)力分析結(jié)果見(jiàn)圖19。由圖19知，工況1—4的梁端塑性鉸轉(zhuǎn)角分別為0.22°，0.17°，0.29°，0.25°，均小于6°，說(shuō)明結(jié)構(gòu)都未發(fā)生倒塌破壞；關(guān)鍵柱失效位置相同時(shí)，外套管式組件節(jié)點(diǎn)簡(jiǎn)化模型失效點(diǎn)位移均為剛性節(jié)點(diǎn)框架失效點(diǎn)位移的1.5倍左右；無(wú)論是剛性節(jié)點(diǎn)框架還是外套管式組件節(jié)點(diǎn)簡(jiǎn)化模型框架，邊柱失效時(shí)失效點(diǎn)位移和相連梁軸力都略大于中柱失效時(shí)的失效點(diǎn)位移和相連梁軸力。

2.2.3 簡(jiǎn)化分析方法

為簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)抗連續(xù)性倒塌分析過(guò)程，避免復(fù)雜的非線性動(dòng)力分析，一些學(xué)者推薦將靜力組合荷載乘以動(dòng)力放大系數(shù)得到靜力施加荷載值L，然后對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行非線性靜力分析。

L=λ×(Sd+0.25Sl)

(19)

式中：λ為動(dòng)力放大系數(shù)；Sd，Sl分別為結(jié)構(gòu)恒、活荷載值。

對(duì)結(jié)構(gòu)施加λ倍靜力組合荷載進(jìn)行非線性靜力分析時(shí)失效點(diǎn)豎向最大位移為ΔyS，非線性動(dòng)力分析的失效點(diǎn)豎向最大位移為ΔyD，當(dāng)ΔyS/ΔyD=1時(shí)，認(rèn)為此時(shí)的非線性靜力分析結(jié)果能較好地反映結(jié)構(gòu)的倒塌性能。美國(guó)規(guī)范GSA 2003推薦動(dòng)力放大系數(shù)λ取2.0，但存在爭(zhēng)議。本文從考慮節(jié)點(diǎn)剛度的角度出發(fā)，通過(guò)繪制動(dòng)力放大系數(shù)λ與ΔyS/ΔyD的關(guān)系曲線(圖20、圖21)，研究動(dòng)力放大系數(shù)的取值。

當(dāng)ΔyS/ΔyD=1時(shí)，剛性節(jié)點(diǎn)框架結(jié)構(gòu)關(guān)鍵柱失效時(shí)(工況1、工況2)動(dòng)力放大系數(shù)為1.5，外套管式組件節(jié)點(diǎn)框架結(jié)構(gòu)關(guān)鍵柱失效時(shí)(工況3、工況4)動(dòng)力放大系數(shù)為1.7～1.8。當(dāng)關(guān)鍵柱失效位置相同時(shí)，外套管式組件節(jié)點(diǎn)框架結(jié)構(gòu)的動(dòng)力放大系數(shù)高于剛性節(jié)點(diǎn)框架結(jié)構(gòu)。以上兩個(gè)動(dòng)力放大系數(shù)都比GSA 2003規(guī)范推薦的2.0要小，建議采用剛性節(jié)點(diǎn)模型時(shí)動(dòng)力放大系數(shù)取1.5，采用外套管式組件節(jié)點(diǎn)簡(jiǎn)化模型時(shí)建議動(dòng)力放大系數(shù)取1.7。

3 結(jié)論

本文采用非線性靜力分析及非線性動(dòng)力分析方法對(duì)普通剛性節(jié)點(diǎn)和外套管式組件節(jié)點(diǎn)簡(jiǎn)化模型裝配式平面鋼框架模型進(jìn)行抗連續(xù)性倒塌分析，研究節(jié)點(diǎn)剛度對(duì)平面框架結(jié)構(gòu)抗倒塌性能的影響，主要結(jié)論如下：

1) 基于Eurocode3規(guī)范的組件節(jié)點(diǎn)分析方法，建立了外套管式組件節(jié)點(diǎn)簡(jiǎn)化模型，該模型能較準(zhǔn)確地反映節(jié)點(diǎn)的彎矩-轉(zhuǎn)角性能。

2) 由非線性靜力倒塌分析結(jié)果可知，柱失效后剩余結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌破壞是由于局部變成機(jī)構(gòu)導(dǎo)致；由非線性動(dòng)力倒塌分析結(jié)果可知，采用外套管式組件節(jié)點(diǎn)簡(jiǎn)化模型的框架失效點(diǎn)最大位移為采用剛性節(jié)點(diǎn)模型的框架失效點(diǎn)最大位移的1.5倍左右，無(wú)論是剛性節(jié)點(diǎn)框架還是外套管式組件節(jié)點(diǎn)簡(jiǎn)化模型框架，邊柱失效時(shí)失效點(diǎn)最大位移都略大于中柱失效時(shí)的失效點(diǎn)最大位移；采用外套管式組件節(jié)點(diǎn)連接的鋼框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗連續(xù)性倒塌設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)考慮節(jié)點(diǎn)剛度的影響，否則會(huì)帶來(lái)不安全的結(jié)果。

3) 利用非線性靜力分析方法對(duì)2種平面鋼框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗連續(xù)性倒塌研究時(shí)，給出了動(dòng)力放大系數(shù)推薦值，采用剛性節(jié)點(diǎn)及外套管式組件節(jié)點(diǎn)簡(jiǎn)化模型時(shí)推薦分別取1.5，1.7。